JP2011256443A - 疲労強度に優れた低弾性率の脊椎固定用チタン合金製ロッド及びその製造方法 - Google Patents

疲労強度に優れた低弾性率の脊椎固定用チタン合金製ロッド及びその製造方法 Download PDF

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Abstract

【課題】従来のＴｉ６４製ロッドよりも優れた疲労強度を有する脊椎固定用チタン合金製ロッドおよびその製造方法を提供する。
【解決手段】 Ｎｂ：２５〜３５重量％、Ｔａ：Ｎｂ＋０．８Ｔａで３６〜４５重量％、Ｚｒ：３〜６重量％、残余がＴｉと不可避的不純物とからなるチタン合金を用意し、チタン合金に対して、断面減少率９０％以上のスウェージング加工を施した後、時効処理を施すことで、疲労強度が７５０ＭＰａよりも高く、かつ、弾性率が１１０ＧＰａよりも低い脊椎固定用ロッドが得られる。
【選択図】図６

Description

本発明は、疲労強度に優れた低弾性率の脊椎固定用チタン合金製ロッド及びその製造方法に関するものである。
従来、脊椎固定器具の１つとして脊椎固定用ロッドがある。この脊椎固定用ロッドは、脊椎を支えるための部材として用いられ、スクリュー、ワイヤー等を介して、脊椎に固定される。この脊椎固定用ロッドとしては、Ｔｉ−６Ａｌ−４Ｖ合金（mass％）製のものが製品として既に用いられている。
しかし、この合金に含まれるＶ元素は、生体に対して毒性を有することが報告されている。また、従来製品の脊椎固定器具では、骨と比較して弾性率が高すぎるため、負荷荷重の大部分を脊椎固定器具が受け止めてしまい、骨に対する力学的刺激が不足することにより、骨吸収が起こりうる問題が指摘されている（ストレスシールディング）。
一方、特許文献１、２、３には、生体に対して無毒性・非アレルギー元素のみで構成され、骨類似の低弾性率を有する生体用チタン合金が開示されている。このチタン合金は、Ｔｉ、Ｎｂ、Ｔａ、Ｚｒを主成分としている。
そして、特許文献３に記載のチタン合金では、組成を、Ｎｂ：２５〜３５重量％、Ｔａ：Ｎｂ＋０．８Ｔａで３６〜４５重量％、Ｚｒ：３〜６重量％、残余をＴｉと不可避的不純物としている。一般に、低弾性率のものは強度が低く、高強度のものは弾性率が高くなってしまうところ、この組成のチタン合金は、適度に高強度であって低弾性率でもある点で、他の生体用チタン合金の中でも特に優れている。
特許第３９５９７７０号公報 特開２０００−１０２６０２号公報 特開２００２−１８０１６８号公報
そこで、本発明者らは、脊椎固定用ロッドを、上記組成のチタン合金で製造することを検討したところ、脊椎固定用ロッドに要求される重要な特性の１つである疲労強度を改善する必要があることが新たにわかった。
すなわち、上記組成のチタン合金製ロッド（以下、ＴＮＴＺ製ロッドと呼ぶ）と従来製品であるＴｉ−６Ａｌ−４Ｖ合金製ロッド（以下、Ｔｉ６４製ロッドと呼ぶ）とを比較・調査した結果、ＴＮＴＺ製ロッドは、Ｔｉ６４製ロッドよりも疲労強度が劣ることが明らかとなった。
本発明は上記点に鑑みて、上記組成のチタン合金製であって、従来のＴｉ６４製ロッドと比較して、優れた疲労強度、かつ、低い弾性率を有する脊椎固定用チタン合金製ロッドとその製造方法を提供することを目的とする。
上記目的を達成するため、請求項１に記載の脊椎固定用チタン合金製ロッドは、Ｎｂ：２５〜３５重量％、Ｔａ：Ｎｂ＋０．８Ｔａで３６〜４５重量％、Ｚｒ：３〜６重量％、残余がＴｉと不可避的不純物とからなるチタン合金に対して、断面減少率９０％以上のスウェージング加工を施した後、時効処理を施しており、疲労強度が７５０ＭＰａよりも高く、かつ、弾性率が１１０ＧＰａよりも低いことを特徴としている。
また、請求項２に記載の脊椎固定用チタン合金製ロッドの製造方法は、Ｎｂ：２５〜３５重量％、Ｔａ：Ｎｂ＋０．８Ｔａで３６〜４５重量％、Ｚｒ：３〜６重量％、残余がＴｉと不可避的不純物とからなるチタン合金を用意し、
用意したチタン合金に対して、断面減少率９０％以上のスウェージング加工を施した後、時効処理を施すことで、疲労強度が７５０ＭＰａよりも高く、かつ、弾性率が１１０ＧＰａよりも低い脊椎固定用ロッドを製造することを特徴としている。
このように、上記組成のチタン合金に対して、スウェージング加工を施した後、時効処理を施すことで、上記組成のチタン合金ロッドの疲労強度を向上でき、Ｔｉ６４製ロッドよりも優れた疲労強度、かつ、低い弾性率を有する脊椎固定用チタン合金製ロッドを製造できる。
請求項１に記載の時効処理においては、請求項２に記載の発明のように、５時間超、１週間以内とすることが好ましい。
本発明の脊椎固定用チタン合金製ロッドを用いた脊椎固定器具の斜視図である。 実施例１、２および比較例２、３、４の各ロッドの光学顕微鏡による組織観察結果を示す図である。 実施例１、２および比較例３、４の各ロッドのFE-SEMによる微細組織観察結果である。 実施例１、２および比較例１、２、３、４、７の各ロッドの自由共振法によるヤング率の測定結果である。 実施例１、２および比較例１、２、３、４、７の各ロッドの引張試験結果である。 実施例１、２および比較例３、４、５、６、７の各ロッドの疲労試験結果である。
図１に本発明の脊椎固定用チタン合金製ロッド２を用いた脊椎固定器具１の斜視図を示す。図１に示すように、脊椎固定器具１は、脊椎固定用ロッド２と、スクリュー３とを備えており、椎骨５に埋め込んだスクリュー３のヘッド部４に、脊椎固定用ロッド２の両端側が固定されることで、椎骨同士を固定するものである。このように、脊椎固定用ロッド２は、脊椎を固定するための脊椎固定器具１の一部として用いられるものである。なお、スクリュー３の代わりに、フックやワイヤー等を用いて、脊椎固定用ロッド２を椎骨に固定しても良い。
本発明の脊椎固定用チタン合金製ロッドは、所定組成のチタン合金を用意し、このチタン合金に対して、スウェージング加工を施した後、時効処理を施すことで製造される。
チタン合金の組成は、Ｎｂ：２５〜３５重量％、Ｔａ：Ｎｂ＋０．８Ｔａで３６〜４５重量％、Ｚｒ：３〜６重量％、残余をＴｉと不可避的不純物とする。この不可避的不純物には、Ｏ、Ｎ等が該当する。なお、このチタン合金の組成は、上記特許文献３に記載のチタン合金と同じであるため、ここでの説明を省略する。
スウェージング加工を施す前のチタン合金として、上記組成であって、丸棒（ロッド）形状のチタン合金を用意する。例えば、浮遊溶解法により溶解した後、鋳造してインゴットにし、その後、熱間鍛造により、丸棒形状とする。
なお、スウェージング加工を施す前に、溶体化処理を施さなくても良いが、溶体化処理を施すこともできる。溶体化処理を施す場合では、例えば、７００〜８００℃で１０〜６０分加熱保持した後、水冷する。
スウェージング加工は、金型を回転させながら丸棒を叩くことで丸棒の外形を絞る冷間鍛造加工である。このスウェージング加工では、断面減少率を９０％以上とする。これは、 断面減少率を高くすることによって、母相であるβ相の粒内に多量の転位を導入し、その転位を基点にβ相の粒内に微細なα相を多量に析出させることで、この微細なα相が疲労亀裂の進展を止める働きをすることを期待して、断面減少率を９０％以上にしたところ、疲労強度を向上できることがわかったからである。
また、スウェージング加工では、脊椎固定用ロッドとして用いるために、製造後のチタン合金製ロッドの直径が４〜７ｍｍとなるようにする。
時効処理では、加熱温度を４００℃以上７００℃以下とし、加熱時間を０．５時間以上１６８時間（一週間）以内とし、好ましくは、５時間超、より好ましくは、７２時間以上とする。これは、時効処理の効果を十分に得るためである。
このような加工熱処理を上記組成のチタン合金に施すことで、チタン合金ロッドの疲労強度を向上でき、Ｔｉ６４製ロッドと比較して、優れた疲労強度、かつ、低い弾性率を有する脊椎固定用チタン合金製ロッドを製造できる。
このようにして製造されたチタン合金製ロッドは、具体的には、弾性率（ヤング率）が６０ＧＰａよりも高く、１１０ＧＰａよりも低く、引張強度が９５０ＭＰａよりも高く、疲労強度が７５０ＭＰａよりも高いという力学的特性を有する。
なお、上述の実施形態では、丸棒のチタン合金を用意して、スウェージング加工を実施したが、スウェージング加工によって丸棒となれば、他の形状のチタン合金を用意しても良い。
（実施例１、２および比較例１）
供試材として、表１に示す組成（重量％）の熱間鍛造丸棒を用意した。この供試材は、Ｎｂ：２９重量％、Ｔａ：１３重量％、Ｚｒ：４．６重量％、残余がＴｉとなるように製造したものであり、製造後の組成の分析結果を表１に示している。また、この供試材は、溶体化処理を施していないものである。
そして、この供試材に断面減少率が９１％となるように室温にてスウェージング加工を施した。その後、実施例１では４００℃（673 K）、実施例２では４５０℃（723 k）の真空中にて７２時間（259.2 ks）保持後水冷の時効処理を施した。
また、実施例１、２で実施したスウェージング加工と時効処理とのうちスウェージング加工のみを実施したものを比較例１とした。以下では、実施例１、２および比較例１で得たチタン合金製ロッドをSW-rod673K、SW-rod723KおよびSW-rodasと記す。
（比較例２、３、４、５、６）
比較例２では、供試材として、実施例１、２と同様に、表２に示す組成の熱間鍛造丸棒を用意し、この供試材に７９０℃（1063 K）の真空中で１時間（3.6 ks）保持後水冷の溶体化処理を施した。
また、比較例３、４では、比較例２と同様に溶体化処理を施した後、４００℃（673 K）あるいは４５０℃（723 k）の真空中にて７２時間（259.2 ks）保持後水冷の時効処理を施した。
また、比較例５、６では、比較例２と同様に溶体化処理を施した後、圧下率が約８８％の冷間圧延加工を施した。その後、４００℃（673 K）あるいは４５０℃（723 k）の真空中にて７２時間（259.2 ks）保持後水冷の時効処理を施した。
以下では、比較例２、３、４で得たチタン合金製ロッドをST-rodas、ST-rod673K、ST-rod723Kと記し、比較例５、６で得たチタン合金製ロッドをCR-rod673K、CR-rod723Kと記す。
（比較例７）
実際に脊椎固定用ロッドとして用いられているTi-6Al-4V ELI合金製ロッド（Ti64-rodと記す）を用意した。
（実施例および比較例の評価）
実施例１、２および比較例１〜４で得た各ロッドについて、光学顕微鏡および電界放出型走査電子顕微鏡（FE-SEM）により各試料の微細組織を観察した。X線回折（XRD）により各試料の構成相を同定した。
さらに、実施例１、２および比較例１〜６で得た各ロッドおよび比較例７のロッドについての力学的特性の評価として、自由共振法によるヤング率測定、引張試験および疲労試験をいずれも室温の大気中にて行った。なお、比較例３、４、５、６の疲労試験については、ロッド状の試験片で実施していないため、ロッド状試験片の代わりに、板状試験片で実施した結果を示す。
引張試験は、インストロン型引張試験機を用いてクロスヘッド速度8.33×10-6m/secの条件にて実施した。また、疲労試験は、油圧式疲労試験機を用いて応力比0.1、周波数10Hzの条件にて実施した。
図２に光学顕微鏡による組織観察結果を示す。ST-rodas、ST-rod673KおよびST-rod723K（比較例２、３、４）は、いずれも等軸粒からなる組織を呈している。一方、SW-rodas、SW-rod673KおよびSW-rod723K（比較例１、実施例１、２）では、等軸粒が認められず、いずれもマーブル状の組織が認められる。
図３にFE-SEMによる微細組織観察結果を示す。ST-rod673K（比較例３）では、針状析出相と微細な楕円形状析出相が等軸粒内にほぼ均一に分散して認められる。XRDの結果から、針状析出相および楕円形状析出相は、それぞれα相およびω相であると考えられる。ST-rod723K（比較例４）では、針状析出相（α相）のみが認められる。しかし、針状析出相（α相）のサイズは、等軸粒の粒界近傍とその内側とでは大きく異なり、粒界近傍ではより粗大化している。
一方、SW-rod673K（実施例１）では、マーブル状の組織の形状に沿ってサブグレイン化した組織が認められる。また、その中には極めて微細な針状析出相（α相）が認められる。SW-rod723K（実施例２）においてもマーブル状の組織の形状に沿ってサブグレイン化した組織が認められる。微細な針状析出相（α相）も認められるが、サイズはSW-rod673K（実施例１）の場合に比べて大きいことがわかる。
図４に自由共振法によるヤング率（Young's modulus）の測定結果を示す。ST-rodas（比較例２）では、従来報告されている溶体化処理後のＴＮＴＺ製ロッドのヤング率とほぼ同程度の約６０ＧＰａが得られている。SW-rodas（比較例１）のヤング率はST-rodas（比較例２）のそれとほぼ同様の値を示し、スウェージジング加工の影響はほとんどないことがわかる。ST-rod（スウェージング加工無し）およびSW-rod（スウェージング加工有り）のいずれの場合にも時効処理を施すことによりヤング率が上昇するが、α相に加えてω相が析出しているST-rod673K（比較例３）が最も高いヤング率を示す。ST-rod723K（比較例４）、SW-rod673K（実施例１）およびSW-rod723K（実施例２）ではいずれもα相のみが析出していたが、スウェージング加工により高密度の転位が導入され、その結果α相の析出が促進されたと考えられるSW-rod673K（実施例１）およびSW-rod723K（実施例２）は、どちらも約９０ＧＰａであり、比較的大きなヤング率の上昇が認められる。しかし、いずれのＴＮＴＺ製ロッドもＴｉ６４製ロッド（比較例７）のヤング率（約１１０ＧＰａ）に比べれば、より低い値を維持している。
図５に引張試験結果を示す。SW-rodas（比較例１）は、ST-rodas（比較例２）に比べて、引張強さ（Tensile strength）は高いが、伸び（Elongation）は低い。この結果は、スウェージング加工による加工硬化によると考えられる。時効処理材については、析出相の種類、サイズおよび分布状況により特性が大きく変化する。ST-rodおよびSW-rodのいずれの場合においても、673 Kおよび723 Kでの時効処理後は、溶体化処理後に比べて、引張強さは上昇するが、伸びは低下する傾向がある。特に、ST-rodおよびSW-rodのいずれの場合においても、673 Kでの時効処理のほうが引張強さの上昇が大きいが、伸びが大きく低下している。さらに、SW-rod673K（実施例１）およびSW-rod723K（実施例２）は、それぞれST-rod673K（比較例３）およびST-rod723K（比較例４）に比べて、伸びは同程度であるにもかかわらず、引張強さが大きく向上しており、Ti64-rod（比較例７）の引張特性と比べても遜色ない。以上の引張試験結果から、SW-rod673K（実施例１）およびSW-rod723K（実施例２）は、強度-延性バランスに優れていると言える。
図６に疲労試験結果を示す。疲労強度は、サイクル数が107のときの応力振幅の上限値（Maximum Cyclic Stress）である。太線で示すTi64-rod（比較例７）の疲労強度は約７５０ＭＰａであり、実線で示すSW-rod673K（実施例１）、SW-rod723K（実施例２）の疲労強度は、それぞれ、約８５０ＭＰａ、約９５０ＭＰａである。したがって、SW-rod673K（実施例１）およびSW-rod723K（実施例２）の疲労強度は、いずれもTi64-rod（比較例７）のそれを上回っていることがわかる。なお、比較例１〜６の疲労強度は、比較例７の疲労強度以下であった。
表３に、実施例１、２および比較例１〜６の評価結果を示す。表３では、実施例１、２および比較例１〜６の引張強度、弾性率、疲労強度を、比較例７と比較した結果を示している。
以上の結果より、実施例１、２は、比較例７よりも疲労強度が優れており、比較例７よりも弾性率が低いことが分かる。また、試験片形状が異なるが、実施例１、２は、比較例１〜４よりも疲労強度が優れていることから、チタン合金に施す処理として、スウェージング加工と時効処理の組み合わせが良いことがわかる。また、実施例１、２は、比較例５、６よりも疲労強度が優れていることから、チタン合金に施す冷間加工としては、圧延加工を施すよりもスウェージング加工が良いことがわかる。
特に、SW-rod723K（実施例２）の疲労強度は、これまでに報告されているＴＮＴＺ製ロッドの疲労強度の中でも極めて優れた値が得られており、上記組成のチタン合金に施した加工熱処理は、実用化の際に用いる加工熱処理プロセスの有力な候補のひとつとして挙げられる。
なお、実施例１、２では、溶体化処理を施していないが、スウェージング加工の前に、溶体化処理を施しても、上記実施例と同様に、Ti64-rod よりも疲労強度が高いＴＮＴＺ製ロッドが得られることが期待される。

Claims (3)

  1. Ｎｂ：２５〜３５重量％、Ｔａ：Ｎｂ＋０．８Ｔａで３６〜４５重量％、Ｚｒ：３〜６重量％、残余がＴｉと不可避的不純物とからなるチタン合金に対して、断面減少率９０％以上のスウェージング加工を施した後、時効処理を施しており、
    疲労強度が７５０ＭＰａよりも高く、かつ、弾性率が１１０ＧＰａよりも低いことを特徴とする脊椎固定用チタン合金製ロッド。
  2. Ｎｂ：２５〜３５重量％、Ｔａ：Ｎｂ＋０．８Ｔａで３６〜４５重量％、Ｚｒ：３〜６重量％、残余がＴｉと不可避的不純物とからなるチタン合金を用意し、
    前記チタン合金に対して、断面減少率９０％以上のスウェージング加工を施した後、時効処理を施すことで、疲労強度が７５０ＭＰａよりも高く、かつ、弾性率が１１０ＧＰａよりも低い脊椎固定用ロッドを製造することを特徴とする脊椎固定用チタン合金製ロッドの製造方法。
  3. 前記時効処理は、５時間超、１週間以内とすることを特徴とする請求項２に記載の脊椎固定用チタン合金製ロッドの製造方法。

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